被覆冷間プレス金型の摩擦特性と損傷形態

被覆冷間プレス金型の摩擦特性と損傷形態
Friction Properties and Damage Morphology of Coated Cold Press Dies
本多史明＊
井上謙一＊＊
Fumiaki Honda
Kenichi Inoue
ハイテン材のプレス加工に用いる被覆冷間金型において，損傷の原因となる摩耗やカジリの発生
メカニズムの解明を目的とし，皮膜組成，表面粗さ，膜厚等の皮膜特性が損傷に及ぼす影響につい
て調査を行った。その結果，PVD 法で成膜したバナジウム（V）系皮膜は，各温度領域で安定した摺
動特性を示し，表面に形成する酸化物がアブレシブ摩耗を抑制していることが判明した。さらに，
表面粗さの平滑化や皮膜の厚膜化は，皮膜損傷を抑制することに有効であることが分かった。ハイ
テン材加工の実機評価において，皮膜特性を改善した AlCrVN 組成のナノオーダーからなる交互積
層皮膜は，金型寿命を大きく改善した。
To clarify the mechanism that leads to damage in the form of wear and galling in coated
cold-working dies used for pressing high tensile strength steel (HTSS), an investigation
was conducted into the influence of coating film properties such as composition, surface
roughness, and thickness on the degree of damage. The results showed that vanadium
(V)-based coatings deposited by physical vapor deposition (PVD) exhibited stable sliding
characteristics at all test temperatures and the oxide that formed on the surface inhibited
abrasive wear. It was also found that reducing the surface roughness and increasing the
thickness of the coating were effective for inhibiting coating damage. In the evaluation
using actual HTSS processing equipment, an AlCrVN coating whose properties were
optimized by nanometer-scale control of its composition using alternating layer-by-layer
growth was found to significantly improve the lifetime of the die.
● Key Word：被覆冷間プレス金型，アブレシブ摩耗，V 系皮膜
● Production Code：Tribec 炬（かがり）
● R&D Stage：Prototype
一般的に板金プレス成形型に使用されてきた PVD 皮膜
1. 緒言
は，耐摩耗性や耐焼付き性を向上させるため，高硬度，低
従来から，板金プレス成形金型には，短寿命の原因とな
摩擦係数を特長としたものが採用されてきた。しかし，
る摩耗やカジリなどの現象を抑制することを目的に，
590 MPa 以上のハイテン材成形ではそのような傾向は確
TRD（Thermo Reactive Deposition and Diffusion）法や
認されておらず，必要な皮膜特性が明確になっていない。
CVD（Chemical Vapor Deposition）法などの表面処理が
本研究では，板金プレス成形における損傷メカニズムを
広く適用されてきた。しかし，ここ 10 年の間に，金型の
解明するために，ボールオンディスク試験や往復動摩擦摩
高精度化がニーズとして強くなるなかで，処理温度が
耗試験，スクラッチ試験を用いて，各皮膜の摺動面で起き
1,000℃以上と高い TRD や CVD 法は、金型の変寸や変形
ている現象を解析し，ハイテン材の成形に最適な皮膜特性
が大きな問題となっている。そこで，焼戻し温度以下（∼
を有する PVD 皮膜の検討を行った。
500℃）で処理が可能な PVD（Physical Vapor Deposition）
法の皮膜の適用が積極的に検討されている。
2. 板金プレス金型に適用されている皮膜
一方，自動車分野では，自動車の軽量化や衝突安全性の
観点から，使用される鋼板のハイテン化が進み，それを成
図 1 に冷間プレス金型に適用されている代表的な皮膜
形する金型の使用環境が，年々過酷化する現状がある。こ
の特性を示す。主な皮膜組成は，炭化物，窒化物，炭窒化
のような背景から，PVD 皮膜においても満足した金型寿
物から形成されており，皮膜硬さは 1,500 HV ∼ 4,000 HV
命が得られ難くなっていることが問題視されている。
を示す。炭化物は低摩擦係数化，窒化物は耐酸化性を付与
＊
＊＊
40
日立金属株式会社高級金属カンパニー
日立ツール株式会社
日立金属技報 Vol. 31（2015）
＊
＊＊
High-Grade Metals Company, Hitachi Metals, Ltd.,
Hitachi Tool Engineering, Ltd.
被覆冷間プレス金型の摩擦特性と損傷形態
（a）
0.8
1,800HV
Friction coeﬃcient, μ
0.7
0.6
2,300HV
0.5
PVDTiN
TRDVC
0.4
PVDTiCN
0.3
CVDTiC
0.2
PVDTiAlN
PVDCrN
PVDAlCrN
2,800HV
Adherent layer of Fe-oxide
a
3,200HV
V-oxide layer
c
2,400HV
TRD coating layer
3,000HV
0.1
（b）
b
1,600HV
（c）
0
0
200
400
600
800
1,000
1,200
Oxidation onset temperature of coating (℃)
10 nm
図 2 ハイテン材成形後の TRD 皮膜断面 TEM 観察結果
（a）
（b）
（c）各部位の SAD 結果
Fig. 2 Cross section TEM analysis of TRD coating after pressing
(a) (b) (c) SAD image of each spot
TiC: Titanium carbide
TiCN: Titanium carbonitride
TiN: Titanium nitride
VC: Vanadium carbide
TiAlN: Titanium aluminum nitride
CrN: Chromium nitride
AlCrN: Aluminum chromium nitride
図 1 各皮膜の摩擦係数と酸化開始温度の関係
Fig. 1 Relationship of friction coefficient and oxidation onset
temperature for each coating
3. ボールオンディスク試験による検証
するために適している。
3. 1
ハイテン材の成形においては，被加工材の強度が高くな
評価用試験片には，冷間金型用鋼 SLD®（59HRC）を用い，
るに伴い成形面にかかる負荷は増大し，同時に温度上昇が
PVD 法−Arc Ion Plating 装置にて被覆した各種皮膜を準
懸念される。それゆえ，当初，皮膜に要求される特性とし
備した。表 2 に試験に用いた各種皮膜の詳細を示す。そ
ては耐酸化性に優れるものが最適と考えられてきた。しか
の内，AlCrN+Al（1-X）V（X）N 表記の皮膜においては，2 種
し，金型ユーザーにおいて，高ハイテン材の成形を行った
類の皮膜を交互積層させた複合皮膜である。これは，前項
実績では，皮膜硬さも耐熱性も低い TRD 皮膜が優れた金
で注目した V 組成の影響を評価することを目的とし，そ
型寿命を示すケースが多く確認された。
の積層組成は図 3 に示すように，AlCrN をベースに Al
表 1 に各皮膜を施した 590 MPa ハイテン材冷間プレス
V
試料作製方法
N（X=0.3 ∼ 1.0）を 10 nm 周期で積層させた。い
（1-X）（X）
金型の寿命ショット数を，図 2 に成形後の TRD 皮膜の断
ずれも，鏡面試料をアルカリ脱脂洗浄を行った後，約 3 μm
面 TEM（Transmission Electron Microscope：透過型電
の皮膜を成膜し，3 次元ラップ機にて表面仕上げを実施し
子顕微鏡）観察結果と，SAD（Select Area Diffraction）パ
た。さらに，TRD 皮膜と CVD 皮膜を比較に用いた。表
ターンを示す。PVD 皮膜は 40,000 ショット以下，CVD 皮
中の皮膜硬さは，ビッカース硬さ試験機の荷重 25 g で測定
膜は 20,000 ショットと，いずれも早期に金型表面にカジ
した値を，酸化開始温度は，大気炉を用い，各温度で 1 h 加
リが発生し短寿命となった。これに対して、TRD 皮膜は
熱した場合の皮膜が酸化した温度を示す。
300,000 ショットまで損傷していない。成形後の TRD 皮
膜の断面 TEM 観察を行った結果，皮膜表層に Fe2O3 で指
数付けできる微結晶の Fe 酸化物が存在し，それが 200
nm の厚みで均等に形成していることを確認した。さらに，
VC 組成から成る皮膜と，付着物の Fe 酸化物の界面には，
V 酸化物が濃化していることが認められた。その他の皮膜
表 2 摺動試験用皮膜の詳細
Table 2 Detail of coating samples for sliding test
Coating process
Coating
composition
PVD
PVD
PVD
CVD
TRD
PVD
AlCrN
CrN
VN
TiSiN
TiC
VC
AlCrN
+
Al(1-x)V(x)N
3
3
3
3
8
8
3
皮膜には，皮膜組成に含まれる V が Fe 酸化物を薄く均等
Hardness
3,200
(HV0.025)
1,600
2,000
3,400
3,000
2,300
─
に形成する何らかの効果があり，この Fe 酸化物がカジリ
Oxidation
1,000
temperature (℃)
600
400
1,000
300
300
700
には，成形面に酸化物は発生していないことから，TRD
Thickness (μm)
PVD
等の皮膜損傷を抑制していると考える。
そこで本研究では，最適皮膜の検討のひとつとして V
組成に注目をして，検討を行った。
表 1 各皮膜を施した冷間プレス金型の寿命
Table 1 Life of cold pressing dies in each coating
Coating process
Coating composition
Life of dies
Laminate layer
Al(1-X)V(X)N
(X) = 0.3 ※Al0.7V0.3N
(X) = 0.5 ※Al0.5V0.5N
(X) = 1.0 ※VN
Bace of material
TRD
PVD
PVD
PVD
CVD
VC
CrN
AlCrSiN
TiAlN
TiC
12,000
40,000
20,000
300,000 12,000
AlCrN
(Base layer)
図 3 AlCrN + Al（1-X）V（X）N 皮膜構造の模式図
Fig. 3 Pattern diagram of laminate coating structure of AlCrN + Al(1-X)
V(X)N
日立金属技報 Vol. 31（2015） 41
3. 2
評価方法および測定方法
（a）
（b）
（c）
（d）
各種皮膜の摺動特性を評価するために，ボールオンディ
スク試験機を用いた。試験条件には、相手材を直径 6 mm
500 μm
の軸受鋼 SUJ2 ボール，荷重 10 N，摺動半径 6 mm，摺動
速度 10 m/min，無潤滑下とし，試験温度 25 ∼ 400℃で，大
気下および，真空下（1×102 Pa）の条件を用いた。摺動部
位の摩耗および付着量の測定には触針式粗さ計を用いた。
皮膜の機械的性質については，荷重 25 g によるビッカース
硬さ試験機により皮膜硬さを測定し，残留圧縮応力の測定
には，成膜後の歪量から下記の式（1）にて応力を算出した。
2
×d）
σ＝
（Es×D 2×q）/（ 3×L（1×Vs）
…（1）
500 μm
図 5 各環境下におけるボールオンディスク試験結果（上段：試験片側
（ディスク），下段：相手材側（ボール））
（a）AlCrN 大気下（b）AlCrN 真空下（c）TiC 大気下（d）TiC 真空下
Fig. 5 Result of ball-on-disk test on several environments (upper: test
piece (disk), lower: counter parts (ball))
(a) AlCrN atmos (b) AlCrN vacuum (c) TiC atmos (d) TiC vacuum
Es：基体のヤング率，Vs：基体のポアソン比
も凝着量や皮膜摩耗量，およびボールの摩耗量が減少した。
L：最大歪部までの距離，q：最大歪量
D：皮覆基体の厚み，d：皮膜の厚み
各摺動面上に形成した凝着物の分析には，SEM
このことから，大気下における摺動面の凝着や摩耗には，
（Scanning Electron Microscope：走査型電子顕微鏡）
，
4 の結果で得られた，Cr 系，V 系，Ti 系の摺動特性の違
AES（Auger Electron Spectroscopy：オージェ電子分光法）
いについても，各元素と酸素との反応性（安定性）が大き
を用いた。
く関係していることを示唆している。
酸化現象が大きく影響していると推測される。よって，図
凝着形態の AlCrN と摩耗形態の VN をナノ積層させた
3. 3
評価結果
AlCrN+VN（積層組成：Al0V1N）においては，図 4 のボール
図 4 に各皮膜組成における摺動試験の結果を示す。図
オンディスク試験から，各温度領域にて凹凸が少ない安定
中の縦軸は摺動面の凹凸を示しており，＋側は相手材が凝
な摺動特性が得られた。図 6 に AlCrN+Al（1-X）V（X）N の摩
着，−側は皮膜摩耗を意味する。AlCrN 単独の皮膜は，
擦係数を，表 3 にそれぞれの特性値を示す。AlCrN+Al（1-X）
いずれの温度領域でも，局所的に相手材が凝着し，摺動部
V（X）N の機械的性質は，積層組成の（X）が 0.3，0.5，1.0 と増
に凸形状が形成した。また，温度が上昇するに伴い，凝着
加，すなわち皮膜中に V が多くなるに伴い，皮膜硬さや残
物が多くなる傾向があった。CrN は 400℃で皮膜摩耗が発
留圧縮応力の特性値は失われるが，摩擦係数は低減する。
生したが，低い温度領域では AlCrN 同様に局所的な凝着
形態を示した。VN は 100℃まで摺動面の凹凸差が少ない
各温度において皮膜摩耗が発生し，相手材の凝着が見られ
なかった。これらの結果から，Cr 系皮膜が凝着形態，V 系
皮膜と Ti 系皮膜は摩耗形態を示す傾向にあると考える。
Asperity of sliding surface (μm)
5
4
Friction coeﬃcient, μ
が，温度上昇に伴い皮膜摩耗に移行した。TiSiN と TiC は，
0.9
PVD: AlCrN
3
PVD: CrN
2
PVD: VN
CVD: TiC
0
TRD: VC
PVD: AlCrN+VN
-1
-2
0.7
0.6
0.5
0.4
Base
0.3
0.5
1.0
Contained amount (X) of Al(1-X)V(X)N laminated layer
PVD: TiSiN
1
25℃
100℃
300℃
0.8
図 6 AlCrN + Al（1-X）V（X）N の摩擦係数
Fig. 6 Friction coefficient of AlCrN + Al(1-X)V(X)N
表 3 AlCrN + Al（1-X）V（X）N の特性値
Table 3 Mechanical property of AlCrN + Al(1-X)V(X)N
-3
0
100
200
300
400
Testing temperature (℃)
Laminate layer Al(1-x)V(x)N
Base
(X) = 0.3
(X) = 0.5
(X) = 1.0
(HV0.025)
3,100
2,850
2,700
2,600
3.3
3.2
3.0
2.7
Hardness
図 4 各皮膜におけるボールオンディスク試験結果
Fig. 4 Result of ball-on-disk test in each coating
Residual compressive
stress
(GPa)
図 5 に大気下および真空環境下にて摺動試験を行った
次に，図 7 に AlCrN と AlCrN+VN（積層組成：Al0V1N）
結果を示す。大気下の場合，AlCrN は局所的な凝着が発
の摺動面上の凝着物の SEM 像を，図 8 と図 9 に凝着物上
生したのに対し，TiC は皮膜摩耗が進行し，それぞれボー
から深さ方向に AES 分析した結果を示す。AES の結果か
ル側の摩耗量が大きくなった。一方，真空下では，いずれ
ら，AlCrN の局所的な凝着物には，凝着成分の Fe，O と，
42
日立金属技報 Vol. 31（2015）
被覆冷間プレス金型の摩擦特性と損傷形態
皮膜成分の Al，Cr，N の境界が明確に表れており，皮膜
4. 往復動摩擦摩耗試験による検証
表面の凹凸を起点に凝着が起きていると考える。凝着物が
均一に形成した AlCrN+VN（積層組成：Al0V1N）は Fe，
4. 1
カジリ損傷の主な要因
O の凝着物と皮膜成分の境界が不明瞭であり，化学的反応
ハイテン材板金プレス金型にて起こる損傷原因は，主に
により凝着物が形成している可能性が高い。
カジリ現象である。カジリ損傷とは，局所的に皮膜および
板金プレス成形においては，ワークの局所的な凝着や，
基材が摩滅し，表面肌が荒れることを指す。このような金
皮膜の摩耗はいずれも焼付きやカジリを発生させる原因に
型側のカジリ損傷部は，それが被加工材表面に傷として転
つながるため，AlCrN+VN（積層組成：Al0V1N）のよう
写させてしまい，製品不具合を発生させる。皮膜を一般的
に各温度にて安定した摺動特性を有す皮膜が適していると
なセラミックス材料と同じと考えると，その摩耗メカニズ
考える。以後，AlCrN+VN（積層組成：Al0V1N）を
ムには，凝着（adhesion），アブレシブ（abrasion）
，表面疲
AlCrVN と記載する。
労（fatigue）が主として挙げられ，これらの現象が複雑に
絡み合っており，一義的に定め難い。図 10 にセラミック
（a）
（b）
Coating surface
ス材料におけるアブレシブ（引っ掻き）摩耗の概略図を示
す 1）。硬い粒子で脆性材料を引っ掻くと，塑性変形域の除
去によりアブレシブ摩耗が生じやすく，接触部後端の引張
Adherent
Fe-oxide
応力が最大となる部位等では，クラックが発生すると報告
Adherent
Fe-oxide
されている。この概略図に類似した損傷パターンは，板金
10 μm
10 μm
ことができる。例えば，図 11 に実型におけるカジリ損傷
図 7 摺動後における各皮膜表面の SEM 観察結果
（a）AlCrN（b）AlCrN + VN
Fig. 7 SEM image of each surface after sliding test
(a) AlCrN (b) AlCrN + VN
部の SEM 観察結果を示すが，概略図と同様に，損傷部付
近は皮膜のチッピングや，成形方向と垂直にクラックが発
生している。このことから，板金プレス成形にて発生する
カジリ損傷においては，アブレシブ摩耗が主要因であると
100
Atomic concentration (%)
プレスの実型にて発生したカジリ損傷部付近にも確認する
C:
N:
O:
Al:
Cr:
Fe:
80
O
60
考えられ，成形時に生成される被加工材の摩耗粉等が引っ
掻きとして作用する可能性が高いと推測した。
P
40
Plastic
deformation
pit
Al
Fe
20
Cr
Lateral
crack
0
0
5,000
10,000
Sliding direction
Hertz
crack
N
15,000
20,000
Depth (Augstroms)
図 8 AlCrN 表面に付着した Fe 酸化物の AES 分析結果
Fig. 8 AES analyse of adherent Fe oxide on AlCrN coating surface
Radial crack
Chipping
Plastic
deformation
area
Median
crack
1）
図 10 セラミックスのアブレシブ摩耗概略図
1)
Fig. 10 Schematic view of abrasive wear of ceramics
Atomic concentration (%)
100
C:
N:
O:
Al:
Cr:
Fe:
V:
Si:
80
60
O
Chipping
N
40
2 μm
V
Fe
20
Al
Cr
0
0
5,000
10,000
15,000
Crack
Depth (Augstroms)
図 9 AlCrN+VN 表面に付着した Fe 酸化物の AES 分析結果
Fig. 9 AES analyse of adherent Fe oxide on AlCrN + VN coating
surface
1 mm
10 μm
図 11 実型におけるカジリ損傷部の SEM 観察結果
Fig. 11 SEM image of coating damaged area in pressing die
日立金属技報 Vol. 31（2015） 43
4. 2
評価方法および測定方法
（a）
（b）
先述のアブレシブ摩耗によるカジリ現象を模擬すること
を目的に，
各種皮膜を往復動摩擦摩耗試験機にて評価した。
表 4 に評価用試験片の詳細を，図 12 に往復動摩擦摩耗試
験機の概略図を示す。試験片には冷間金型用鋼 SLD
（59HRC）を基材とした W180×D20×H10 mm 角棒を用
2.5 mm
2.5 mm
い，鏡面研磨した表面に各種皮膜を成膜した。PVD 皮膜は，
膜厚および表面粗さの影響を調べるために，膜厚を 4 μm
（c）
（d）
と 8 μm，表面粗さは，3 次元ラップ装置を用いて表面を
仕上げた Rsk>0 と，バフ研磨仕上げの Rsk<0 を準備した。
ここで用いる表面粗さ Rsk 値（ISO4287-1997）は，振幅曲
線の中心線に対する山部と谷部の対称性を示すパラメータ
である。往復動摩擦摩耗試験の条件は，被覆した 20×180
mm の面に，φ 8×10 mm の相手材として熱間金型用鋼
DAC ®（45HRC）を線接触させ，ドライ環境，荷重 200
kgf，摺動速度 250 mm/sec とした。摺動後の表面形状プ
ロファイルの測定にはレーザー顕微鏡を，皮膜断面観察に
2.5 mm
2.5 mm
図 13 往復動摩擦摩耗試験後の各種皮膜表面
（a）CrN 3 μm（b）CrN 8 μm（c）AlCrN 3 μm（d）TiC 3 μm
Fig. 13 Surface of each coating after reciprocating slide type friction
testing
(a) CrN 3 ѥm (b) CrN 8 ѥm (c) AlCrN 3 ѥm (d) TiC 3 ѥm
は SEM を，摺動面の成分分析には XPS 分析を用いた。
表 4 往復動摩擦摩耗試験用試験片の詳細
Table 4 Detail of coating samples of reciprocating slide type friction
testing
次に，往復摺動回数 500 回を上限とし，各種皮膜のカジ
リが発生するまでの往復摺動回数を比較した結果を図 14
に示す。表面粗さ違いで比較すると，膜厚 4 μm の
AlCrN は，Rsk>0 が 2 往復でカジリが発生したのに対し
Test condition
Number of sliding: 100
Number of sliding: 500
Coating
process
PVD
PVD
Coating
composition
CrN
AlCrN
TiC
AlCrN
VC
AlCrVN
また，上記と同様に，膜厚は厚くなるに伴いカジリが抑制
Thickness
(μm)
4, 8
4
4
4, 8
8
8
され，膜厚 8 μm 以上では AlCrN，AlCrVN，TRD 皮膜
3,200
3,400
3,200
PVD
TRD
PVD
て，バフ研磨仕上げの Rsk<0 は 110 往復までカジリが発
生せず，カジリに及ぼす表面粗さの影響が顕著に表れた。
ともに摺動回数 500 回までカジリが見られなかった。この
2,300 2,600
Rsk>0 Rsk>0 Rsk>0 Rsk>0, Rsk<0 Rsk<0 Rsk<0
Load
Coated surface
Counter parts: DAC® (45HRC)
φ8×10 mm
Sliding
direction
Test piece: SLD® (59HRC)
W180×D20×H10 mm
図 12 往復動摩擦摩耗試験機
Fig. 12 Reciprocating slide type friction tester
ことから，カジリ損傷を抑制するには，表面平滑化および
厚膜化が有効であると考える。
Number of sliding (cycle)
Hardness
(HV0.025) 1,600
Roughness
PVD
500
Rsk>0
Rsk<0
400
300
200
100
0
PVD-AlCrN PVD-AlCrN PVD-AlCrN
4 μm
4 μm
8 μm
TRD-VC
8 μm
PVD-AlCrVN
8 μm
図 14 各皮膜の往動摩擦摩耗試験結果
Fig. 14 Result of reciprocating slide type friction testing in each
coating
次に往復動摩擦摩耗試験でカジリ損傷が発生しなかった
4. 3
評価結果
膜厚 8 μm の AlCrN と AlCrVN の摺動面の状態を比較し
初めに 3 次元ラップ仕上げの表面粗さ Rsk>0 の各種皮
た。図 15 に各皮膜の摺動面の形状プロファイルを，図 16
膜において，損傷状態 / 往復摺動 100 回時点の損傷状態を
に摺動面直下の皮膜断面 SEM 観察結果を，図 17 に摺動
比較した。図 13 に往復摺動 100 回後の各種試験片外観写
中に発生した摩耗粉の SEM 観察結果を示す。それぞれの
真を示す。CrN，AlCrN，TiC の各皮膜は，それぞれの機
摺動後の被膜表面状態は異なっており，AlCrN には多数
械的特性は異なるが，皮膜硬さや摩擦係数に関係なく，膜
のスクラッチ痕が存在し，その皮膜断面には，表面から基
厚が厚いものにおいてカジリが発生しないことが分かっ
材側に向かってクラックが進展している。さらに，摺動中
た。
に発生した摩耗粉の大きさは約 100 μm であった。一方
44
日立金属技報 Vol. 31（2015）
被覆冷間プレス金型の摩擦特性と損傷形態
の AlCrVN の摺動後の皮膜表面は平滑であり，皮膜内部
（a）
4,500
のそれよりも細かいことが分かった。また，AlCrVN の皮
4,000
膜直上には，AlCrN にはほとんど見られない Fe 酸化物が
3,500
均等に形成された。
0.19
（b）
0.42 0.36
0.30
0.24
0.18
1.20
0.06
0
0.52
0.16
0.13
0.11
0.09
0.07
0.04
0.02
0
0.19
1.0
1.0
0.5
0.5
2,000
O-H
O-C
1,000
500
0
540
0
535
（b）
Adherent Fe-oxide
Crack
Coating layer
530
525
520
515
510
505
Binding Energy (eV)
(mm)
図 15 摺動後における各皮膜の表面形状（a）AlCrN（b）AlCrVN
Fig. 15 Surface profile of each coating after sliding test
(a) AlCrN (b) AlCrVN
（a）
O-Metal
2,500
0.5
(mm)
0
Outermost surface
100 nm depth from surface
3,000
1.0
1.0
0.5
O1s
1,500
（b）
V2O5:
517.4eV
O1s
6,000
4,000
O-Metal
3,000
V-N
V (Metal)
V 2O 5
O-H
O-C
2,000
Coating layer
VN:
514.4eV
Outermost surface
100 nm depth from surface
5,000
counts (1/s)
0.52
（a）
counts (1/s)
に損傷等は発生していない。発生した摩耗粉は，AlCrN
1,000
Substrate
Substrate
10 μm
0
10 μm
540
図 16 摺動面直下における各皮膜の断面 SEM 像
（a）AlCrN（b）AlCrVN
Fig. 16 SEM image of cross section of each coating below sliding points
(a) AlCrN (b) AlCrVN
（a）
（b）
535
530
525
520
515
510
505
Binding energy (eV)
図 19 各皮膜上に付着した Fe 酸化物の XPS 分析結果
（a）AlCrN（b）AlCrVN
Fig. 19 Result of XPS analysis of adherent Fe-oxide on each coating
surface (a) AlCrN (b) AlCrVN
の凝着物においては，主成分の Fe2O3 の他に，V 酸化物
の V2 O 5（517.4 eV）結合とその他の V-O 系結合が存在し
ていることが判明した。この現象は，摺動中に AlCrVN
の皮膜中に含まれる V が酸化し，それが凝着物の Fe 酸化
30 μm
30 μm
図 17 摺動試験にて発生した摩耗粉比較（a）AlCrN（b）AlCrVN
Fig. 17 Comparison of abrasion powder caused by sliding test
(a) AlCrN (b) AlCrVN
V 系皮膜の影響
に示す計算状態図から，V2 O 5 は Fe2O3 の共晶点を 645℃に
まで下げることが分かる。また，V2 O 5 はさまざまな酸化
物に対しても共晶点を下げる働きがあることも報告されて
いる 2）。
往復動摩擦摩耗試験にて AlCrVN の摺動面に Fe 酸化物
1,100
が形成したメカニズムを解明するため，図 18 に示す各種
摺動面の付着物を，XPS 分析により 10 nm ごとに深さ方
1,000
965°
的に残った凝着物と，AlCrVN 皮膜上に形成した凝着物の
O1s 軌道に起因する結合状態を示す。その結果，AlCrVN
（a）
（b）
Adherent Fe-oxide
Temperature (℃)
向の結合状態を調査した。図 19 に，AlCrN 皮膜上の局所
Liquid
900
[36%]
800
700
[62%]
FeVO4 + Liq
V2O5 + Liq
FeVO4 +
Fe2O3
645°
600
[20%]
V2O5 + FeVO4
500
0.5 mm
865°
FeVO4 + Liq
Adherent Fe-oxide
0.5 mm
Fe2O3 +
Liq
Two Liquid
[60%]
FeVO4
4. 4
物中に取り込まれていることを示唆している。さらに，図 20
20
40
V2O5
60
80
Fe2O3
Composition (mol%)
図 18 摺動試験後の各皮膜の表面外観写真（a）AlCrN（b）AlCrVN
Fig. 18 Appearance of each coating surface after sliding test
(a) AlCrN (b) AlCrVN
図 20 V2O5 と Fe2O3 の二元系状態図
Fig. 20 Binary phase diagram of V2O5 and Fe2O3
日立金属技報 Vol. 31（2015） 45
Crack
以上のことから，V を含有する皮膜は，摺動発熱等によ
Crack
り皮膜表面が適度に酸化し，それが，被加工材表面に形成
される Fe 酸化物に固溶することで，仕事面で液相のような
状態が生まれ，摩耗粉発生の抑制につながったと推察する。
Tensile stress
Coating layer
Compressive stress
Substrate
5. スクラッチ試験による検証
皮膜損傷の発生要因としては，4 項の摩耗粉等の噛込み
図 22 スクラッチ痕直下の PVD 被膜断面 SEM 像
Fig. 22 SEM image of cross section of PVD coatings below scratch
track
による皮膜表面側を起点としたクラックの他に、摺動下に
次に，各皮膜における基材の塑性変形量とスクラッチ荷
て発生する高いヘルツ応力も原因のひとつと考える。例え
重の関係を図 23 に示す。なお，各皮膜ともに，皮膜に剥
ば，図 21 はハイテン材板金プレス型として使用された
離や破壊が発生した臨界荷重時点でスクラッチ試験を終了
AlCrN 皮覆金型の断面 SEM 観察結果であるが，皮膜表面
とした。評価の結果，同じスクラッチ荷重値で比較すると，
側ではなく，皮膜内部を起点としたクラックの存在も確認
皮膜の膜厚が 4 μm，8 μm，15 μm，23 μm と厚くなる
した。そこで，
本クラック形態を模擬するために，
スクラッ
に伴い，基材の塑性変形量が小さくなる傾向を示し，また，
チ試験を用いて評価を実施した。
窒化処理を併用することによっても，基材の塑性変形量は
低減した。さらに，基材の塑性変形量が小さいものは，皮
膜破壊が発生する臨界荷重値が高くなることも確認した。
Coating layer
Coating layer
仮に，外部から加わる力が母材の弾性変形内の力であっ
ても，脆性材料の皮膜は弾性限界値が低いため，優先的に
Crack
Substrate
Substrate
10 μm
10 μm
図 21 実型成形後の PVD 皮膜の断面 SEM 像
Fig. 21 SEM image of cross section of PVD coatings after pressing
5. 1
評価方法および測定方法
スクラッチ用試験片には，被覆基材に高速度工具鋼
®
YXM 1（63HRC）を用い，PVD 法−Arc Ion Plating 装置
にて ArCrN 膜厚 4 μm，8 μm，15 μm，23 μm を成膜
した試料と，軟窒化処理を施した上に AlCrN を 15 μm
被覆した試料を準備した。いずれも，
鏡面の基材に成膜後，
バフ研磨により表面粗さ Rsk<0 に仕上げた。スクラッチ
試験条件は，CSM Instruments 社製の Scrath Tester を
用い，スクラッチ速度 10 mm/sec，荷重を 40 N，60 N，
80 N，100 N，120 N 一定とし，それぞれ評価を実施した。
試験後の皮膜断面調査には SEM 観察を行った。
5. 2
評価結果
クラックが発生する可能性は十分に考えられる。カジリ原
因となる皮膜内部のクラックの発生を抑制するには，皮膜
の厚膜化，および窒化による基材表面の硬化は，いずれも
効果的な手段であることがわかった。
Deformation amount of substrate (μm)
Crack
8
7
AlCrN
AlCrN
AlCrN
AlCrN
6
5
4
4 μm
8 μm
15 μm
23 μm
AlCrN 15 μm
(Nitriding 20 μm)
3
2
AlCrN 15 μm
(Nitriding 50 μm)
1
0
0
20
40
60
80
100
120
Scratch force (N)
図 23 基材塑性変形量とスクラッチ荷重の関係
Fig. 23 Relationship of deformation amount of substrate and scratch
force
6. 実型による検証
図 22 にスクラッチ試験後の皮膜断面 SEM 観察結果を
示す。スクラッチの圧子が接触し，母材が塑性変形した部
前項までのボールオンディスク試験，往復動摩擦摩耗試
位の付近では，皮膜が表面側に向かって斜め方向にクラッ
験，スクラッチ試験の結果から，板金プレス金型用 PVD
クが進展していた。このクラックの発生形態は，図 21 の
皮膜の仕様としては，摺動特性に優れた V 系皮膜，表面
金型にて発生した内部クラックと類似している。このこと
の平滑化，厚膜化が適していると考える。
から，金型に見られた内部クラックは，成形中に局所的に
そこで，次に，皮膜組成 AlCrVN，膜厚 15 μm，表面
基材が変形するほどの応力が働いたと考える。また，スク
粗さ Rsk<0 の皮膜を準備し，ハイテン材における曲げ絞
ラッチ試験にて，圧子が押し込まれた直下は圧縮応力，押
り成形の実型評価を実施した。被加工材に SPH590（590
し込まれた周辺には引張応力が働くことが，有限要素法解
MPa 級ハイテン材）
，板厚 3.2 mm を用い，しごき率 10％，
析の結果から報告されており 3），このように働く応力場に
加工油無しとし，本報で検討した PVD 法の AlCrVN 皮膜
より皮膜内部からの斜めクラックが発生していると推測
と，一般 PVD 皮膜（CrN，VC 等）
，TRD 法の VC 皮膜，
する。
CVD 法 TiC 皮膜にて寿命評価を行った。いずれも皮覆基
材に冷間金型用鋼 SLD-MAGIC®（60HRC）を用いた。
46
日立金属技報 Vol. 31（2015）
被覆冷間プレス金型の摩擦特性と損傷形態
表 5 に示す実機評価の結果，一般 PVD 皮膜が 250
7. 結言
ショット以下，TRD 法の VC 皮膜が 150 ショット，CVD
法の TiC 皮膜が 900 ショットでカジリが発生したのに対
本報にて，表面処理を施した板金プレス金型に起こる摩
して，PVD 法の AlCrVN 皮膜は 5,000 ショット成形時点
耗やカジリの損傷においては，各温度領域における相手材
でカジリ等の皮膜損傷が皆無であった。
凝着や皮膜摩耗，摩耗粉等の噛込みによる皮膜破壊，母材
の変形に起因する皮膜破壊などが主な原因になることが明
表 5 各皮膜を施した冷間プレス金型の寿命
Table 5 Life of cold pressing dies in each coating
らかになった。そして，これらの現象の改善を検討した結
Coating process
PVD
TRD
CVD
PVD
果，PVD 法で成膜したバナジウム（V）系皮膜は，各温度
Film composition
CrN, VC etc.
VC
TiC
AlCrVN
領域で安定した摺動特性を示し，表面に形成する酸化物が
< 250
100∼500
900
5,000
アブレシブ摩耗を抑制することが判明した。さらに，表面
Life of dies
粗さの平滑化や，皮膜の厚膜化は，皮膜損傷を抑制するこ
図 24 に成形後の AlCrVN 皮膜断面 TEM 観察結果を示
とに有効であることが分かった。そして，特性を改善した
す。AlCrVN の皮膜表面には，2 項で示した，ハイテン成
AlCrN と VN のナノオーダー周期からなる積層皮膜
形型にて長寿命を示した TRD 皮膜の表面状態や，往復動
AlCrVN は，ハイテン材加工の実機評価において，金型寿
摩擦摩耗試験にて確認した表面状態と同様に，V を固溶し
命を大きく改善することを可能とした。
た Fe 酸化物が微結晶体として約 60 nm の厚みで形成して
いることが判明した。よって，この酸化物の付着形態が，
引用文献
カジリ等の皮膜損傷の抑制に有効に働いたと考える。なお，
この実型評価にて V 組成からなる TRD 皮膜の型寿命が短
い理由としては，成形面の温度上昇の影響で，耐酸化性に
弱い TRD 皮膜は短寿命に至った可能性が高い。
Adherent Fe-oxide
１）普及版トライボロジーの解析と対策，テクノシステム
（2003），p.224-229.
２）岡田康孝：新しい切削技術（2004 年 11 月），p.66.
３）早川邦夫：スクラッチ試験における被膜 - 基材界面応力状
態に対する有限要素解析，塑性と加工，52-610（2011），
p.1181-1186.
本多史明
Fumiaki Honda
日立金属株式会社
高級金属カンパニー
AlCrVN coating layer
井上謙一
10 nm
Kenichi Inoue
日立ツール株式会社
図 24 成形後の AlCrVN 皮膜断面 TEM 像
Fig. 24 TEM image of cross section of AlCrVN after pressing
技術士（金属部門）
日立金属技報 Vol. 31（2015） 47

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